BADANIA WYSOKOOBROTOWEGO DWUPASMOWEGO SILNIKA RELUKTANCYJNEGO PRZEŁĄCZALNEGO

Transkrypt

1 Zeszyty Problemowe Maszyny Elektryczne Nr 4/2014 (104) 231 Piotr Bogusz, Mariusz Korkosz, Jan Prokop Politechnika Rzeszowska BADANIA WYSOKOOBROTOWEGO DWUPASMOWEGO SILNIKA RELUKTANCYJNEGO PRZEŁĄCZALNEGO RESEARCH OF HIGH-SPEED TWO-PHASE SWITCHED RELUCTANCE MOTOR STRESZCZENIE: W artykule zaprezentowano wyniki badań symulacyjnych wysokoobrotowego dwupasmowego silnika reluktancyjnego przełączalnego z wybranym kształtem wirnika. Na podstawie obliczeń numerycznych zostały wyznaczone charakterystyki momentowo-prądowo-kątowe oraz strumieniowo-prądowe-kątowe. Na bazie modelu sprzężonego polowo-obwodowego zostały wyznaczone przebiegi czasowe prądów i momentu elektromagnetycznego w projektowanym punkcie pracy tj. przy prędkości obrotowej równej obr/min. W warunkach laboratoryjnych dokonano weryfikacji badań symulacyjnych zarówno w odniesieniu do charakterystyk statycznych jak i przebiegów czasowych. Wyznaczono charakterystykę mechaniczną badanego silnika. Zamieszczono wnioski dotyczące badanego wysokoobrotowego dwupasmowego silnika reluktancyjnego przełączalnego. Abstract: In paper were presented simulation studies of high-speed two-phase switched reluctance motor with chosen rotor shape. Torque-current-angle and flux-current-angle characteristics were determined based on numerical calculations. Current and torque waveforms were determined based on coupled field-circuit model in designed working point i.e. at rev/min. Simulation studies were verified in laboratory conditions both static characteristics and waveforms. Mechanical characteristic of examined motor was determined. Conclusions concerning examined high-speed two-phase switched reluctance motor were included. Słowa kluczowe: silnik reluktancyjny przełączalny, SRM, napęd wysokoobrotowy, konstrukcje wirnika Keywords: switched reluctance motor, SRM, high speed drive, rotor constructions 1. Wstęp Napędy wysokoobrotowe są stosowane między innymi w wielu urządzeniach sprzętu AGD. Są to na przykład takie sprzęty AGD jak np. odkurzacze, pralki, roboty kuchenne, blendery itp. W dotychczasowych aplikacjach wysokoobrotowych (odkurzacze, roboty kuchenne) powszechnie stosuje się silniki komutatorowe. Za stosowaniem silników komutatorowych przemawiają głównie aspekty ekonomiczne ponieważ są to maszyny, których całkowite koszty produkcji są najniższe. Do głównych wad maszyn komutatorowych należy zaliczyć: niską sprawność, emisję zakłóceń elektromagnetycznych, które są powodowane istnieniem zestyku ślizgowego szczotkakomutator. Silniki komutatorowe na skutek istnienia zestyku ślizgowego są konstrukcjami o ograniczonej trwałości bardzo podatnymi na uszkodzenia. W przypadku napędów do małego AGD ograniczona trwałość napędu nie jest przez producentów sprzętu uznawana za wadę a raczej za zaletę. Przewidywane wprowadzenie prawnego ograniczenia mocy pobieranej przez silniki elektryczne stosowane w sprzęcie AGD otwiera jednak możliwość zastosowania maszyn z komutacją elektroniczną. Jednym z typów maszyn możliwych do zastosowania w sprzęcie AGD jest silnik reluktancyjny przełączalny. Aby napęd oparty o silnik reluktancyjny przełączalny był możliwie jak najtańszy, już na etapie projektowania należy przyjąć rozwiązania ograniczające potencjalne koszty. Ograniczanie kosztów wykonania układu napędowego wymusza stosowanie silnika z możliwie minimalną liczbą pasm silnika m. W przypadku napędu, gdzie wymagana jest prędkość robocza dochodząca do obr/min, minimalną liczbę pasm m można ograniczyć do wartości nie mniejszej niż 2. Jednak konstrukcje dwupasmowe silnika reluktancyjnego przełączalnego o budowie symetrycznej nie wytwarzają momentu rozruchowego z każdego położenia wirnika. Napęd agregatu ssącego jest przykładem aplikacji gdzie wymagana jest stosunkowo niewielka wartość momentu rozruchowego. To dopuszcza możliwość zastosowania procedury

2 232 Zeszyty Problemowe Maszyny Elektryczne Nr 4/2014 (104) startowej silnika dwupasmowego o budowie symetrycznej opisanej w [1]. Rozwiązaniem alternatywnym jest zastosowanie celowej deformacji wirnika dla uzyskania momentu rozruchowego z każdego położenia wirnika [2-6]. W niniejszej pracy została przeanalizowana konstrukcja wirnika ze skokową szczeliną powietrzną. Zostały wyznaczone charakterystyki statyczne dla analizowanej konstrukcji wirnika. Dla wybranego przypadku zostały wyznaczone charakterystyki ruchowe. W warunkach laboratoryjnych wyznaczono przykładowe zależności momentu elektromagnetycznego oraz indukcyjności własnej w funkcji kąta położenia wirnika zaprojektowanego silnika dwupasmowego. Przeprowadzono badania laboratoryjne w zakresie wyznaczenia charakterystyk mechanicznych i sprawności analizowanej konstrukcji. Zamieszczono wnioski dotyczące analizowanej konstrukcji wirnika 2. Zaprojektowana geometria silnika W przypadku napędu zastosowanie jednej pary biegunów wirnika (N r =2) pozwala maksymalnie ograniczyć częstotliwość przełączeń f k uzwojeń stojana. Częstotliwość przełączeń f k wpływa na straty w żelazie silnika. Zastosowanie minimalnej liczby biegunów N r =2 wirnika pozwala ograniczyć w sposób konstrukcyjny straty w żelazie. Niezależnie od przyjętej liczby biegunów wirnika N r w konstrukcji dwupasmowej należy określić sposób jego rozruchu. Konstrukcje symetryczne wirników wymagają stosowania specjalistycznej procedury startowej [1]. Można to wyeliminować stosując wirniki o konstrukcji niesymetrycznej. b r β r2 β β r1 Rys. 1. Rozwiązanie konstrukcyjne wirnika o skokowej szczelinie powietrznej Zastosowanie konstrukcji niesymetrycznej wirnika nie wymaga stosowania zaawansowanej procedury startowej silnika. Jednym z wariantów konstrukcji niesymetrycznej wirnika jest zastosowanie skokowej szczeliny powietrznej. Na rysunku 1 pokazano rozwiązanie konstrukcyjne wirnika o skokowej szczelinie powietrznej. Uskok w geometrii wirnika zwiększający szczelinę powietrzną oznaczono jako b. Stojan silnika dwupasmowego projektowanego do napędu wysokoobrotowego pokazano na rysunku 2. Rys. 2. Widok stojana silnika projektowanego do napędu wysokoobrotowego Stojan silnika został przewidziany do zamontowania z wykorzystaniem seryjnych tarcz łożyskowych. Przy zastosowaniu wirnika o skokowej szczelinie powietrznej dla zachowania możliwości rozruchu z każdego położenia wirnika rozpiętość kątowa bieguna stojana β s nie powinna być mniejsza niż 45. W analizowanej konstrukcji przyjęto wartość rozpiętości kątowej bieguna stojana β s =45. Równocześnie minimalna wartość rozpiętości kątowej bieguna wirnika β r nie powinna być mniejsza niż 90. Jednocześnie w takim przypadku rozpiętości kątowe poszczególnych segmentów wirnika są sobie równe i wynoszą β r1 =β r2 =45. To upraszcza proces projektowania silnika jednocześnie pozwalając na kształtowanie charakterystyki momentowej. 3. Model numeryczny W przypadku analizowania konstrukcji o dwóch biegunach przypadających na jedno pasmo silnika model numeryczny można ograniczyć do połowy geometrii. Model numeryczny został zbudowany w programie bazującym na metodzie elementów skończonych. Na rysunku 3 pokazano przykładowy rozkład izolinii strumienia

3 Zeszyty Problemowe Maszyny Elektryczne Nr 4/2014 (104) 233 magnetycznego dla położenia współosiowego wirnika jednego z pasm silnika. łożyskowych. Wartość dodatkowej szczeliny powietrznej b zmieniano w zakresie od 0.05mm do 0.3mm ze skokiem co 0.05mm. Na rysunku 4 pokazano zależność momentu elektromagnetycznego T e w funkcji kąta położenia wirnika θ przy założeniu stałej wartości prądu I=4A oraz skokowej zmianie wartości parametru b. Rys. 3. Rozkład izolinii strumienia magnetycznego dla położenia współosiowego wirnika Do wyznaczania przebiegów momentu elektromagnetycznego oraz prądów w poszczególnych pasmach zastosowano model polowo-obwodowy. 4. Badania symulacyjne 4.1. Wyniki obliczeń charakterystyk statycznych Typowym problemem konstrukcji dwupasmowych silników reluktancyjnych przełączalnych jest uzyskanie momentu rozruchowego w każdym położeniu wirnika. Zastosowanie wirnika o budowie niesymetrycznej ze skokową szczeliną powietrzną pozwala ten problem znacząco ograniczyć. Analizowana konstrukcja jest przeznaczona do napędu wysokoobrotowego, w którym występuje rozruch lekki ( T l min 0.09N m ). W trakcie projektowania silnika należy określić wpływ dodatkowej szczeliny powietrznej b na kształt momentowych charakterystyk statycznych. Założono również, że uzwojenie w trakcie rozruchu będzie zasilane prądem I o wartości 4A. Na bazie modelu polowego została przeprowadzona analiza właściwości silnika w odniesieniu do charakterystyk statycznych. W obliczeniach numerycznych przyjęto, że położenie wirnika będzie zmieniane w zakresie od 0 (umowne położenie niewspółosiowe) do 180 (następne położenie niewspółosiowe) ze skokiem co 1. Szczelinę główną g przyjęto równą 0.3 mm. Jest to wartość, która jest możliwa do zastosowania w praktyce z uwzględnieniem sposobu montażu tarcz Rys. 4. Zależność momentu elektromagnetycznego T e w funkcji kąta położenia wirnika θ dla prądu I=4A i różnych wartości parametru b Dla uzyskania wymaganej wartości momentu rozruchowego parametr b nie powinien mieć wartości mniejszej niż 0.15mm. Zależność indukcyjności własnej L ph dla analizowanego przypadku pokazano na rysunku 5. Rys. 5. Zależność indukcyjności własnej pasma L ph w funkcji kąta położenia wirnika θ dla prądu I=4A i różnych wartości parametru b W dalszych obliczeniach przyjęto wartość dodatkowej szczeliny powietrznej b równą 0.15mm. Wyznaczono również wpływ prądu pasma I na charakterystyki statyczne projektowanego silnika. W trakcie obliczeń prąd pasma I zmieniano w zakresie (0.5 10)A ze skokiem co 0.5A. Położenie wirnika zmieniano w przedziale od położenia niewspółosiowego (umowne 0 ) do następnego położenia niewspółosiowego (180 ). Na rysunku 6 pokazano zależności momentu elektromagnetycznego T e w funkcji kąta położenia wirnika θ dla różnych wartości prądu pasmowego I.

4 234 Zeszyty Problemowe Maszyny Elektryczne Nr 4/2014 (104) tak dobrane, aby uzyskać wymaganą moc na wale. W układzie zasilania zamodelowano klasyczny półmostek typu H. Na rysunkach 910 pokazano zależności prądów pasmowych iph1, iph2 (rys.9), momentu elektromagnetycznego Te (rys.10) w funkcji kąta położenia wirnika θ przy prędkości n=45000 obr/min. Rys. 6. Zależności momentu elektromagnetycznego Te w funkcji kąta położenia wirnika θ dla różnych prądów pasma Z obliczonych momentowych charakterystyk statycznych została wyznaczona wartość średnia wytwarzanego momentu Zależność elektromagnetycznego Teav. średniego momentu elektromagnetycznego Teav w funkcji prądu pasma I pokazano na rysunku 7. Rys. 7. Zależności wartości średniej momentu elektromagnetycznego Teav w funkcji prądu pasma I Zależność indukcyjności własnej Lph w funkcji kąta położenia wirnika θ przy prądzie pasma I=var pokazano na rysunku 8. Rys. 9. Zależności prądów pasm iph w funkcji kąta położenia wirnika θ przy prędkości n=45000 obr/min Rys. 10. Zależność momentu elektromagnetycznego Te w funkcji kąta położenia wirnika θ przy prędkości n=45000 obr/min 5. Badania laboratoryjne Zaprojektowany obwód magnetyczny silnika dwupasmowego 4/2 został wykonany z blachy prądnicowej. Na rysunku 11 pokazano wycięty pakiet blach stojana oraz wirnika. Rys. 8. Zależności indukcyjności własnej Lph w funkcji kąta położenia wirnika θ przy prądzie pasma I=var 4.2. Wyniki obliczeń przebiegów prądów i momentu elektromagnetycznego Od projektowanego silnika wymaga się pracy z prędkością obrotową n=45000 obr/min oraz mocą na wale nie mniejszą niż 700W. Na bazie modelu polowo-obwodowego zostały wyznaczone wartości prądów oraz momentu elektromagnetycznego w projektowanym punkcie pracy silnika. Kąty sterowania zostały Rys. 11. Widok wyciętego pakietu stojana i wirnika

5 Zeszyty Problemowe Maszyny Elektryczne Nr 4/2014 (104) 235 W warunkach laboratoryjnych wyznaczono momentowe charakterystyki statyczne. Na rysunku 12 pokazano zależności momentu elektromagnetycznego (statycznego) T e w funkcji kąta położenia wirnika θ przy prądzie pasma 5A uzyskane w warunkach laboratoryjnych oraz symulacyjnych. kącie załączenia θ on =-10 i kącie wyłączenia θ off =60. Rys. 12. Zależności momentu elektromagnetycznego T e w funkcji kąta położenia wirnika θ przy prądzie pasma 5A uzyskane w warunkach laboratoryjnych oraz symulacyjnych Uzyskano dobrą zgodność dla wyznaczonych w warunkach laboratoryjnych i symulacyjnych zależności momentu elektromagnetycznego dwupasmowego silnika reluktancyjnego przełączalnego. Zależność indukcyjności własnej L ph w funkcji kąta położenia wirnika θ poszczególnych pasm wyznaczonej metodą mostkową pokazano na rysunku 13. Rys. 14. Przebiegi prądów i ph silnika uzyskane przy prędkości n=29600 obr/min i momencie obciążenia T L =0.2Nm uzyskane w warunkach laboratoryjnych oraz symulacyjnych Na rysunku 15 pokazano uzyskaną charakterystykę mechaniczną silnika przy następujących parametrach sterowania U dc =300V, θ on =-10, θ off =60. Parametry sterowania zostały tak dobrane, aby nie przekraczać maksymalnej prędkości n max =50000obr/min hamownicy wiroprądowej zastosowanej w badaniach laboratoryjnych. W badaniach symulacyjnych dla uzyskania wymaganego punktu pracy (45000 obr/min i mocy na wale 700W) przyjęto znacznie większy kąt załączenia (θ on =-22 ) i kąt wyłączenia równy (θ off =68 ). Rys. 13. Zależności indukcyjności własnych L ph w funkcji kąta położenia wirnika θ uzyskane w warunkach laboratoryjnych Uzyskany kształt przebiegu indukcyjności własnej L ph dla obu pasm jest zbliżony do wyników badań symulacyjnych pokazanych rysunku 8. W warunkach laboratoryjnych uzyskano znacznie większą wartość indukcyjności w położeniu niewspółosiowym co wynika z połączeń czołowych. Na rysunku 14 pokazano przebiegi prądów i ph w poszczególnych pasmach uzyskane przy prędkości n=29600 obr/min, momencie obciążenia T L =0.2Nm, napięciu U dc =300V, Rys. 15. Zależność prędkości obrotowej n silnika w funkcji momentu obciążenia T L Wyznaczona charakterystyka mechaniczna silnika przy stałych parametrach sterowania jest zbliżona do charakterystyki typowej dla maszyn komutatorowych ze wzbudzeniem szeregowym. Klasyczny silnik komutatorowy stosowany w agregacie ssącym o porównywalnej mocy i bardzo zbliżonej charakterystyce mechanicznej do pokazanej na rysunku 15 posiada dłuższą o 25% długość czynną pakietu żelaza. Jednocześnie sprawność maksymalna silnika komutatorowego nie przekracza η max =60%. Prototypowy dwupasmowy silnik reluktancyjny przełączalny w projektowanym punkcie pracy (45000 obr/min i mocy

6 236 Zeszyty Problemowe Maszyny Elektryczne Nr 4/2014 (104) wyjściowej 700W) powinien osiągać sprawność ogólną około 72%. 6. Wnioski W artykule przedstawiono wyniki badań wysokoobrotowego dwupasmowego silnika reluktancyjnego przełączalnego z niesymetrycznym wirnikiem. Zastosowana skokowa szczelina powietrzna została tak dobrana, aby uzyskać wymaganą wartość początkowego momentu rozruchowego w każdym położeniu wirnika, przy prądzie równym I=4A. Przeprowadzone badania symulacyjne wykazały, że przyjęcie dodatkowej szczeliny powietrznej o wartości 0.15mm jest wystarczające do uzyskania wymaganej wartości początkowego momentu rozruchowego. Przeprowadzone badania laboratoryjne potwierdziły przyjęte założenia projektowe. Rozruch silnika odbywał się bez żadnych problemów. Silnik ruszał w sposób jednoznaczny w jednym kierunku co było efektem zaplanowanym. Jednocześnie uzyskano dobrą zgodność pomiędzy wynikami badań symulacyjnych i laboratoryjnych w odniesieniu do wyznaczonych charakterystyk momentowych. Uzyskane przebiegi czasowe prądów w warunkach laboratoryjnych i symulacyjnych charakteryzują się dobrą zgodnością co do charakteru jak i wartości. Wyznaczona przykładowa charakterystyka mechaniczna pokazuje, że konstrukcja osiągnie wymaganą moc na wale równą 700W przy prędkości obrotowej n=45000 obr/min. Sprawność badanego silnika reluktancyjnego przełączalnego jest o kilkanaście procent większa niż silnika komutatorowego o porównywalnej mocy i charakterystyce mechanicznej. Jednocześnie długość pakietu żelaza projektowanego silnika reluktancyjnego przełączalnego stanowi 80% długości czynnej pakietu silnika komutatorowego będącego punktem odniesienia do założeń projektowych. 7. Literatura [1]. Hamdy R., Fletcher J.E., Williams B.W.: Bidirectional starting of a symmetry two-phase switched reluctance machine, IEEE Transactions on Energy Conversion, Vol. 15, No. 2, 2000, pp [2]. Khater M.M., Afifi W.A., Ei-Khazendar M.A.: Operating performances of a two-phase switched reluctance motor, 11-th International Power Systems Conference, MEPCON 2006, Vol. 2, pp [3]. Wróbel K., Tomczewski K.: Jednoczesna optymalizacja kształtu obwodu magnetycznego i parametrów zasilania przełączalnego silnika reluktancyjnego, Przegląd Elektrotechniczny, 2009 R 85, Nr 3, 2009, s [4]. Dong-Hee L., Huynh K.M.L., Jin-Woo A.: The performance of 2-phase high speed SRM with variable air-gap rotor poles for blower system, International Conference on Electrical Machines and Systems (ICEMS), 2010, pp [5]. Kim J., Krishnan R.: High Efficiency Single- Pulse Controlled Switched Reluctance Motor Drive for High Speed (48k RPM) Application: Analysis, Design, and Experimental Verification, IEEE Industry Applications Society Annual Meeting, Publication Year: 2008, pp. 1-8 [6]. Korkosz M.: Analiza właściwości dwupasmowych silników reluktancyjnych przełączalnych o różnych rozwiązaniach konstrukcyjnych wirników, Zeszyty problemowe- Maszyny Elektryczne, nr3/2013, str Autorzy dr inż. Piotr Bogusz, pbogu@prz.edu.pl dr inż. Mariusz Korkosz, mkosz@prz.edu.pl dr hab. inż. Jan Prokop, jprokop@prz.edu.pl Politechnika Rzeszowska ul. Powstańców Warszawy 12, Rzeszów Wydział Elektrotechniki i Informatyki Informacje dodatkowe Praca wykona w ramach projektu badawczego NN